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摘 要：本文针对组合压气机中过渡段的设计，提出了过渡段和离心一体化设计技术。此技术的核心是在设计组合压气机时综合权衡过渡段和离心的相互影响，将二者作为一个整体来考虑，而不是割裂开来分开设计。 本文采用商用软件CFX13.0，评估了过渡段旋转与否、过渡段坡角以及过渡段流通面积分布这三个方面对过渡段和离心的影响。
关键词：过渡段;离心;一体化设计
在中大功率范围和高压比涡轴/涡桨发动机中，轴流离心组合压气机成为该类型涡轴发动机的典型压气机结构形式。该类压气机结合了轴流级适应大进口流量、效率高以及离心级适应小流量、稳定工作范围宽广的特点，能够在较小的迎风面积和较少的级数下满足流量、压比和效率的多重要求。压气机过渡段是连接低压压气机和高压压气机的重要部件，它负责将前者已经压缩过的空气输送到后者中进行进一步压缩。随着压气机增压能力和负荷的不断提高，轴流和离心间的半径落差朝着增大的趋势发展，而出于减重的考虑，过渡段设计时应尽可能减小轴向长度。
近年来，国内外开展了较多关于过渡段的研究工作。Ortiz等[1]通过比较平板附面层和带曲率端壁附面层的区别，指出轴向长度的缩短将使流动损失增大以及流动分离发生在压力极小值之后具有强逆压梯度的位置。Bailey[2]通过实验指出S弯过渡段无支板损失的产生是压力梯度与曲率共同造成的，其中曲率、压力梯度影响着附面层雷诺切应力的发展，而压力梯度影响附面层形状因子。Wallin[3]和Tiziano[4]等通过优化算法结合计算流体力学（CFD）方法计算探讨了压气机过渡段的设计方法，优化设计的目标是为减小过渡段的总压损失。文献[3]和文献[4]的研究结果都指出，流通面积先扩张后收缩的过渡段设计可以有效减小后半段逆压梯度带来的总压损失，使总压损失大幅减小。英国怀特实验室的Naylor等[5]对压气机过渡段进行了非轴对称端壁的优化，指出支板后部与轮毂交界位置存在双重逆压梯度叠加引起的回流现象，通过非轴对称端壁可以达到减小甚至消除回流的目的。国内的阙晓斌等[6]开展了压气机过渡段的设计探索，提出了半程落差比的概念，并用于过渡段设计。
本文研究对象为某组合压气机中的过渡段和离心级，该组合压气机轴流末级静子D因子很大，负荷很重，再减小轴流出口轮毂比已经不太现实，受制于整个压气机的长度，过渡段的轴向长度也不能过长。本文采用过渡段和离心一体化设计技术来设计此组合压气机的过渡段和离心级，对影响过渡段和离心级性能的三点因素进行了探讨，并采用商用软件CFX13.0评估了各个因素的影响。
1 设计思路
（1）评估过渡段采用静止和旋转两种结构形式下离心级的特性;（2）权衡过渡段坡角与离心进口轮毂比的影响，选取最佳的坡角和轮毂比 ;（3）优化过渡段的流通面积分布，以减小过渡段的损失并改善离心进口的流场。
2 设计方法与结果分析
2.1 过渡段旋转与否的影响
采用CFX13.0对离心压气机进行计算，计算域见图1。网格划分采用同样的网格模板，以保证结果的可比性。
图3给出了两种情况下离心根部截面的马赫数云图。由于只是过渡段根部旋转与否，因此其对离心进口流场的影响主要是体现在根部截面，中、上部截面流场几乎没有变化。从图中可以看出，过渡段旋转时，离心大小叶片进口低速区明显增加，特别是进口叶盆部分，低速区尤其明显，导致离心流量减小，效率降低。
2.2 过渡段坡角的影响
图4给出了两种不同坡角的过渡段流道图，方案1对应大坡角小轮毂比的过渡段流道，方案2对应小坡角大轮毂比的过渡段流道。
为真实模拟组合压气机中过渡段进口来流条件，三维计算计算域带上轴流末级静子，且末级静子的进口条件，包括进口总温、总压以及气流方向的径向分布与组合压气机中的末级静子进口条件一致。出口条件为给定静压值，不断调整出口的静压值直到过渡段出口流量与组合压气机设计点的流量值一致。
图5给出了两个方案下的过渡段子午马赫数云图，由圖可知，方案1相比方案2，由于方案1坡角更大，过渡段根部靠出口位置曲率变化较大，根部区域低速区明显增大，过渡段损失更大。但方案1对应的离心进口轮毂相比方案2更小，离心轮毂比越小，离心力做功能力越强，气动损失越小，对应的离心效率会更高。
表1为过渡段进出口截面总压值，不同方案下的过渡段进出口的位置取子午方向的同样位置。结果显示，方案1，也就是大坡角情况下，过渡段总压恢复系数相比方案2减小，说明过渡段损失较大。
2.3 过渡段流通面积分布的影响
图6给出了两个流通面积分布规律不同的过渡段的流道对比图，方案1为流通面积分布为先减小再增大，方案2为先增大后减小。
图7为过渡段子午绝对马赫数分布，由图可知，两个方案下过渡段的子午绝对马赫数分布有较大不同，方案2的支板区马赫数明显低于方案1，考虑到支板的损失与气流速度有关，速度越高损失越大，反之，速度越小损失越小，所以过渡段前半段快速扩压有助于减小支板区的总体流速，进而减小由于支板造成的损失，但是这一扩压过程将造成端壁附面层的加厚，加重损失，所以存在最佳扩压度使总体损失最小[7]。在支板出口离心进口处，方案2过渡段出口根部的低速区小于方案1， 这是由于方案2过渡段后半段面积收缩，气流在此区间加速，气流处于顺逆压梯度下，小的低速区意味着过渡段的损失减小，而且由于通道收缩，离心进口的流场会更加均匀，对离心的设计更有利。
图8给出了两个方案下过渡段在组合环境下的总压恢复系数分布，结果显示，方案2，也就是过渡段流通面积先增大后减小的情况下，过渡段的总压恢复系数达到了0.998，在整个流量范围内，方案2的过渡段总压恢复系数均高出方案1约0.4个百分点。
3结束语
（1）过渡段根部采用静子结构，相比旋转结构，离心级的压比、效率提升明显。可见，过渡段的旋转与否对离心级特性影响很大。 （2）在轴流出口一定的情况下，增大离心叶轮的进口轮毂比可以适当的减少过渡段的坡角，过渡段出口的低速区会减小，损失会降低，但离心叶轮的效率会有所降低;反之，如果减小离心叶轮的进口轮毂比，过渡段的坡角就会增大，过渡段的损失增加，出口根部低速区范围增加。所以在组合压气机设计过程中，如何权衡过渡段的坡角和离心叶轮进口轮毂的关系至关重要。
（3）过渡段的流通面积分布对过渡段的损失影响较大，在过渡段带支板的情况下，过渡段流通面积采用先扩张后收缩的分布形式时，过渡段的总压恢复系数最高，气动损失最小，同时离心进口的流场也会更加均匀，对离心的设计也更有利。
参考文献：
[1] Ortiz D C，Miller R J，Hodson H P，et al.Effect of length on compressor inter-stage duct performance.ASME Paper，GT-2007-27752，2007.
[2] Bailey D W. The aerodynamic performance of an annular S-shape duct. Leicestershire， K：Department of Aero-nautical and Automotive Engineering and Transport Studies，Loughborough University，1997.
[3] Wallin F，Eriksson L.Response surface-based transition duct shape optimization. ASME Paper，GT-2006-90978，2006.
[4] Tiziano G，Massimiliano M，Geoffrey T P，et al.Axial compressor intermediate duct design and optimization. AIAA-2007-1868，2007.
[5] Naylor E M J，Duenas C O，Miller R J，et al. Optimisation of non-axisymmetric endwalls in compressor S-shaped ducts. ASME Paper， GT-2008-50448，2008.
[6] Que X B， Hou A P，Zhou S. S-shaped compressor transition duct design based on wall pressure gradient control. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica，2010，31（3）：459-465.（in Chinese）
[7] 高麗敏，冯旭栋等.关于压气机过渡段设计方法的探讨.航空学报.2013.
作者简介：
田奎（（1988-）男，汉族，湖北仙桃人，硕士，工程师，现就职于中国航发湖南动力机械研究所，研究方向：压气机气动设计。
关键词：过渡段;离心;一体化设计
在中大功率范围和高压比涡轴/涡桨发动机中，轴流离心组合压气机成为该类型涡轴发动机的典型压气机结构形式。该类压气机结合了轴流级适应大进口流量、效率高以及离心级适应小流量、稳定工作范围宽广的特点，能够在较小的迎风面积和较少的级数下满足流量、压比和效率的多重要求。压气机过渡段是连接低压压气机和高压压气机的重要部件，它负责将前者已经压缩过的空气输送到后者中进行进一步压缩。随着压气机增压能力和负荷的不断提高，轴流和离心间的半径落差朝着增大的趋势发展，而出于减重的考虑，过渡段设计时应尽可能减小轴向长度。
近年来，国内外开展了较多关于过渡段的研究工作。Ortiz等[1]通过比较平板附面层和带曲率端壁附面层的区别，指出轴向长度的缩短将使流动损失增大以及流动分离发生在压力极小值之后具有强逆压梯度的位置。Bailey[2]通过实验指出S弯过渡段无支板损失的产生是压力梯度与曲率共同造成的，其中曲率、压力梯度影响着附面层雷诺切应力的发展，而压力梯度影响附面层形状因子。Wallin[3]和Tiziano[4]等通过优化算法结合计算流体力学（CFD）方法计算探讨了压气机过渡段的设计方法，优化设计的目标是为减小过渡段的总压损失。文献[3]和文献[4]的研究结果都指出，流通面积先扩张后收缩的过渡段设计可以有效减小后半段逆压梯度带来的总压损失，使总压损失大幅减小。英国怀特实验室的Naylor等[5]对压气机过渡段进行了非轴对称端壁的优化，指出支板后部与轮毂交界位置存在双重逆压梯度叠加引起的回流现象，通过非轴对称端壁可以达到减小甚至消除回流的目的。国内的阙晓斌等[6]开展了压气机过渡段的设计探索，提出了半程落差比的概念，并用于过渡段设计。
本文研究对象为某组合压气机中的过渡段和离心级，该组合压气机轴流末级静子D因子很大，负荷很重，再减小轴流出口轮毂比已经不太现实，受制于整个压气机的长度，过渡段的轴向长度也不能过长。本文采用过渡段和离心一体化设计技术来设计此组合压气机的过渡段和离心级，对影响过渡段和离心级性能的三点因素进行了探讨，并采用商用软件CFX13.0评估了各个因素的影响。
1 设计思路
（1）评估过渡段采用静止和旋转两种结构形式下离心级的特性;（2）权衡过渡段坡角与离心进口轮毂比的影响，选取最佳的坡角和轮毂比 ;（3）优化过渡段的流通面积分布，以减小过渡段的损失并改善离心进口的流场。
2 设计方法与结果分析
2.1 过渡段旋转与否的影响
采用CFX13.0对离心压气机进行计算，计算域见图1。网格划分采用同样的网格模板，以保证结果的可比性。
图3给出了两种情况下离心根部截面的马赫数云图。由于只是过渡段根部旋转与否，因此其对离心进口流场的影响主要是体现在根部截面，中、上部截面流场几乎没有变化。从图中可以看出，过渡段旋转时，离心大小叶片进口低速区明显增加，特别是进口叶盆部分，低速区尤其明显，导致离心流量减小，效率降低。
2.2 过渡段坡角的影响
图4给出了两种不同坡角的过渡段流道图，方案1对应大坡角小轮毂比的过渡段流道，方案2对应小坡角大轮毂比的过渡段流道。
为真实模拟组合压气机中过渡段进口来流条件，三维计算计算域带上轴流末级静子，且末级静子的进口条件，包括进口总温、总压以及气流方向的径向分布与组合压气机中的末级静子进口条件一致。出口条件为给定静压值，不断调整出口的静压值直到过渡段出口流量与组合压气机设计点的流量值一致。
图5给出了两个方案下的过渡段子午马赫数云图，由圖可知，方案1相比方案2，由于方案1坡角更大，过渡段根部靠出口位置曲率变化较大，根部区域低速区明显增大，过渡段损失更大。但方案1对应的离心进口轮毂相比方案2更小，离心轮毂比越小，离心力做功能力越强，气动损失越小，对应的离心效率会更高。
表1为过渡段进出口截面总压值，不同方案下的过渡段进出口的位置取子午方向的同样位置。结果显示，方案1，也就是大坡角情况下，过渡段总压恢复系数相比方案2减小，说明过渡段损失较大。
2.3 过渡段流通面积分布的影响
图6给出了两个流通面积分布规律不同的过渡段的流道对比图，方案1为流通面积分布为先减小再增大，方案2为先增大后减小。
图7为过渡段子午绝对马赫数分布，由图可知，两个方案下过渡段的子午绝对马赫数分布有较大不同，方案2的支板区马赫数明显低于方案1，考虑到支板的损失与气流速度有关，速度越高损失越大，反之，速度越小损失越小，所以过渡段前半段快速扩压有助于减小支板区的总体流速，进而减小由于支板造成的损失，但是这一扩压过程将造成端壁附面层的加厚，加重损失，所以存在最佳扩压度使总体损失最小[7]。在支板出口离心进口处，方案2过渡段出口根部的低速区小于方案1， 这是由于方案2过渡段后半段面积收缩，气流在此区间加速，气流处于顺逆压梯度下，小的低速区意味着过渡段的损失减小，而且由于通道收缩，离心进口的流场会更加均匀，对离心的设计更有利。
图8给出了两个方案下过渡段在组合环境下的总压恢复系数分布，结果显示，方案2，也就是过渡段流通面积先增大后减小的情况下，过渡段的总压恢复系数达到了0.998，在整个流量范围内，方案2的过渡段总压恢复系数均高出方案1约0.4个百分点。
3结束语
（1）过渡段根部采用静子结构，相比旋转结构，离心级的压比、效率提升明显。可见，过渡段的旋转与否对离心级特性影响很大。 （2）在轴流出口一定的情况下，增大离心叶轮的进口轮毂比可以适当的减少过渡段的坡角，过渡段出口的低速区会减小，损失会降低，但离心叶轮的效率会有所降低;反之，如果减小离心叶轮的进口轮毂比，过渡段的坡角就会增大，过渡段的损失增加，出口根部低速区范围增加。所以在组合压气机设计过程中，如何权衡过渡段的坡角和离心叶轮进口轮毂的关系至关重要。
（3）过渡段的流通面积分布对过渡段的损失影响较大，在过渡段带支板的情况下，过渡段流通面积采用先扩张后收缩的分布形式时，过渡段的总压恢复系数最高，气动损失最小，同时离心进口的流场也会更加均匀，对离心的设计也更有利。
参考文献：
[1] Ortiz D C，Miller R J，Hodson H P，et al.Effect of length on compressor inter-stage duct performance.ASME Paper，GT-2007-27752，2007.
[2] Bailey D W. The aerodynamic performance of an annular S-shape duct. Leicestershire， K：Department of Aero-nautical and Automotive Engineering and Transport Studies，Loughborough University，1997.
[3] Wallin F，Eriksson L.Response surface-based transition duct shape optimization. ASME Paper，GT-2006-90978，2006.
[4] Tiziano G，Massimiliano M，Geoffrey T P，et al.Axial compressor intermediate duct design and optimization. AIAA-2007-1868，2007.
[5] Naylor E M J，Duenas C O，Miller R J，et al. Optimisation of non-axisymmetric endwalls in compressor S-shaped ducts. ASME Paper， GT-2008-50448，2008.
[6] Que X B， Hou A P，Zhou S. S-shaped compressor transition duct design based on wall pressure gradient control. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica，2010，31（3）：459-465.（in Chinese）
[7] 高麗敏，冯旭栋等.关于压气机过渡段设计方法的探讨.航空学报.2013.
作者简介：
田奎（（1988-）男，汉族，湖北仙桃人，硕士，工程师，现就职于中国航发湖南动力机械研究所，研究方向：压气机气动设计。